Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Проблемы газификации твердых топлив и утилизации твердых бытовых и промышленных отходов (литературный обзор) .10
1.1. Газификация твердых органических материалов 10
1.1.1. Теоретические основы процесса газификации и зонная модель расчета газогенераторного процесса 10
1.1.2. Классификация процессов газификации 13
1.1.3. Твердые бытовые отходы как топливо .14
1.1.4. Методы термической переработки ТБО 16
1.1.5. Аппараты термической переработки ТБО 18
1.1.6. Основные технологические параметры аппаратов газификации твердого топлива
1.2. Газораспределение в аппаратах с дисперсной засыпкой 3 5
1.3. Тепломассоперенос и кинетика химических превращений в высокотемпературных реакторах
1.3.1. Определение объемного коэффициента теплоотдачи а от газа к кускам материала .46
1.3.2. Исследование процесса пиролиза ТБО 48
1.3.3. Массообмен в процессе сушки материала в аппаратах с зернистой засыпкой .51
1.4. Цель работы 5 3
Глава 2. Зонная модель газификации твердых органических веществ .54
2.1. Методика расчета
5 2.2. Определение элементного состава бумажных отходов, содержащих большое количество красителей .66
2.2.1. Определение теплотехнических характеристик .66
2.2.2. Определение химических элементов 67
2.3. Результаты расчетов процесса плазменной газификации в шахтном реакторе .70
2.4. Многостадийные процессы газификации ТБО с жидким пшакоудалением 79
2.5. Термодинамический анализ поведения тяжелых металлов в различных зонах шахтного реактора 80
2.6. Выводы .82
Глава 3. Газораспределение в шахтных реакторах с зернистой засыпкой .92
3.1. Математическая модель .94
3.2. Идеальная дренажная щель (#=оо) .99
3.3. Влияние конечного сопротивления дренажной щели на
гидродинамическую стабилизацию. Асимптотика больших чисел в 109
3.4. Гидродинамическая стабилизация фильтрационных течений при больших сопротивлениях дренажной щели. Асимптотика малых чисел .117
3.4.1. Непроницаемое основание 118
3.4.2. Учет конечной проводимости узкой дренажной щели 121
3.5. Ввод газа в реактор через окно, расположенное в нижнем основании ВС .122
3.6. Сравнение различных схем ввода жидкости в аппарат .125
3.7. Основные выводы .126
Глава 4. Тепло -и массообменные процессы в шахтном реакторе .145
4.1. Математическая модель 146
4.1.1. Принятые допущения \146
4.1.2. Зона сушки материала 148
4.1.3. Зоны пиролиза и прогрева материала 151
4.2 Сопряженные задачи сушки, пиролиза и прогрева материала 154
4.2. Определение кинетических характеристик пиролиза различных компонентов ТБО 158
4.3. Определение теплового эффекта химических превращений в зоне пиролиза .159
4.4. Результаты расчетного анализа 161
4.5. Выводы .174
Основные результаты и выводы .210
Библиографический список
- Тепломассоперенос и кинетика химических превращений в высокотемпературных реакторах
- Результаты расчетов процесса плазменной газификации в шахтном реакторе
- Гидродинамическая стабилизация фильтрационных течений при больших сопротивлениях дренажной щели. Асимптотика малых чисел
- Сопряженные задачи сушки, пиролиза и прогрева материала
Введение к работе
Актуальность проблемы. К процессам газификации органических веществ человечество обращалось в разные периоды. До появления разветвленной сети газо-и нефтепроводов широко использовались шахтные газификаторы различных топлив. Следующим этапом было возвращение к этим технологиям в период мирового энергетического кризиса 70-80-х годов (особенно на западе). В настоящее время принятые в развитых странах новые экологические нормы заставляют вновь вернуться к этим процессам, особенно в связи с промышленной переработкой нетрадиционных многокомпонентных видов сырья, в том числе различных отходов.
Наибольший интерес представляют новые процессы, совмещающие в одном аппарате газификацию органической части и плавление неорганической части сырья, что отвечает современным экологическим требованиям. В качестве окислителя возможно использование кислорода, водяного пара или подогретого до высокой температуры воздуха, в т.ч. с использованием плазмотрона.
Разработка таких процессов, особенно при использовании многокомпонентного сырья переменного состава требует создания методик расчета, позволяющих создать научные и технические основы конструирования соответствующих аппаратов. Эти методики должны учитывать газодинамику слоевого процесса и тепло-массобмен между газом и материалом с учетом фазовых и химических превращений отдельных компонентов сырья. При этом основное внимание должно быть уделено наиболее протяженным и наиболее зависимым от характеристик топлива зонам сушки и пиролиза.
Цель работы. 1) Разработка позонной методики расчета аппарата с учетом экспериментальных данных о температурных зависимостях степеней превращения отдельных компонентов сырья. 2) Исследование гидродинамической стабилизации фильтрационных течений газа при боковом вводе газа через окно конечной высоты и наличии дренажной щели в основании реактора, а также вводе через окно, расположенное в основании аппарата. 3) Разработка методики расчета аппарата с учетом кинетики сушки и пиролиза многокомпонентного органического сырья в слоевом реакторе.
Методы исследования. Цель, поставленная в работе, достигнута с использованием следующих методов исследования: сбор и обработка информации по проблемам пиролиза и газификации различных органических веществ; разработка физико-математических моделей соответствующих процессов; обработка существующих экспериментальных данных по процессу пиролиза; аналитический и численный анализ процессов при разных параметрах; статистическая обработка результатов численных экспериментов.
Научная новизна. I. Разработана зонная модель газификации многокомпонентного твердого органического сырья, учитывающая температурные зависимости степеней превращения отдельных компонентов сырья и позволяющая рассчитывать технологические показатели процессов пиролиза и газификации, протекающих в одном аппарате (шахтный реактор), или последовательно в нескольких аппаратах, с твердым или жидким шлакоудалением, при различном составе окислительного дутья, наличии или отсутствии плазмотрона, а также подводе тепла через стенку (в
зоне пиролиза). 2. Разработана модель фильтрации газа при боковом вводе дутья в реактор, в том числе при наличии дренажной щели конечной гидравлической проводимости под слоем сырья. Рассмотрена асимптотика больших и малых значений параметра гидравлической проводимости дренажной щели. 3. Путем обработки существующих экспериментальных данных предложена зависимость теплового эффекта химических превращений различных органических веществ от доли выхода летучих при пиролизе. 4. Построена математическая модель шахтного реактора с учетом кинетики процессов сушки и пиролиза многокомпонентного твердого органического сырья.
Практическую значимость работы составляют: 1) предложенные математические модели процесса слоевой газификации с учетом газодинамики и тепломассообмена, позволяющие рассчитывать основные габариты реакторов для газификации органических веществ, а также энергетическую эффективность процесса, 2) результаты выполненных на их основании численных расчетов, 3) разработанные пакеты прикладных программ, 4) предложенные эмпирические зависимости.
Автор защищает: 1) зонную модель газификации многокомпонентного твердого органического сырья, учитывающую температурные зависимости степеней превращения отдельных компонентов, а также полученные на ее основе результаты численного анализа и эмпирические зависимости; 2) математическую модель и результаты аналитического и численного исследования процесса фильтрации газа при боковом вводе газа через окно конечной высоты и наличии дренажной щели конечной гидравлической проводимости, а также вводе через окно, расположенное в основании аппарата; 3) математическую модель расчета шахтного реактора для газификации многокомпонентного органического сырья, учитывающую химическую кинетику процессов пиролиза отдельных компонентов.
Достоверность представленных научных результатов обеспечивается: 1) использованием фундаментальных законов при построении математических моделей фильтрации и тепло-массообмена, 2) строгостью математической постановки задачи фильтрации газа сквозь шихту и хорошей асимптотической сходимостью найденных решений; 3) Использованием апробированных в мировой практике методов расчета процессов тепло- и массообмена; 4) использованием экспериментальных данных разных авторов, полученных на основе стандартизованных методов исследования; 5) сопоставимостью результатов математического моделирования с известными результатами испытаний существующих опытных установок.
Апробация работы.
Основные результаты диссертационной работы докладывались на 47-ой научно-технической конференции МГАХМ (г. Москва, 1997), на 1-ом, 2-ом и 4-ом Международном симпозиуме «Техника и технология экологически чистых химических производств» (г. Москва, 1997, 1998, 2000).
Публикации. По теме диссертационной работы опубликовано 5 статей и тезисы 4-х докладов.
Объем и структура работы. Диссертационная работа изложена на 256 страницах включающих 150 страниц основного текста, 69 рисунков, 21 таблицу, и состоит
из Введения, 4-х глав, выводов, списка использованной литературы из 122 наименований работ отечественных и зарубежных авторов и Приложения.
Тепломассоперенос и кинетика химических превращений в высокотемпературных реакторах
Очевидно, что практическое значение могут иметь такие виды топлива, которые отвечают требованиям доступности и распространенности для массового использования. Нетрудно видеть, что твердые бытовые отходы (ТБО) наилучшим образом отвечают этому условию, так как они неисчерпаемы из-за массового воспроизводства населением, проживающим на данной селитебной территории, и, значит, являются местным топливом, удовлетворяя первому обязательному условию. Еще одним условием, которому должно отвечать топливо, является достаточная химическая активность топлива, которая обеспечивает возникновение его горения в кислороде воздуха.
Нередко на полигонах и, особенно, на неорганизованных свалках наблюдается самовозгорание отходов. Это происходит в том случае, если их масса и толщина слоя достаточны для создания условий, при которых потери теплоты в окружающую среду становится меньше, чем количество теплоты, выделяющейся при их биотермическом разложении. Таким образом активность твердых бытовых отходов по отношению к кислороду воздуха не вызывает сомнений при соблюдении определенных условий.
Третьим обязательным условием, которому должно отвечать топливо, является наличие достаточно значительных тештовьщелений на единицу массы сжигаемого вещества. ТБО безусловно отвечают этим условиям, а по энергетической ценности сравнимы с рядом низкокалорийных топлив, широко применяемых в энергетике. В этой связи целесообразно вспомнить о морфологическом составе ТБО, которые представляют собой гетерогенную смесь из: грязной бумаги (картона); пищевых отходов; текстиля; древесины; пластмасс; кожи; резины; стекла; металла; камней (керамики) золы; шлака и частиц крупностью менее 16 мм, т.е. так называемого отсева.
Морфологический состав ТБО г. Москвы следующий [50]: бумага, картон - 38,2%; пищевые отходы - 28,6%; дерево, листья - 1,8%; текстиль -4,9%; кожа, резина- 0,6%; полимерные материалы - 7,0%; кости - 1,0%; металл черный - 3,2%; металл цветной - 0,5%; стекло - 4,4%; камни, керамика - 0,7%; отсев менее 16 мм - 9,1%. Анализ морфологического состава ТБО, как известно, проводится путем экспериментальных исследований его на полигонах, отбором проб из мусоросборных контейнеров домовладений.
В таблицах 2.1 - 2.11 Приложения представлены данные по составам твердых бытовых отходов из различных отечественных и зарубежных литературных источников [4, 14, 57, 67, 86, 87, 94, 96, 97, 111, 112, 117], а также рассчитанная низшая теплота сгорания. Анализ показал, что при пересчете на горючую массу состав отходов практически идентичен по основным элементам и изменяется в пределах: Сг = 49,87...54,73; Нг = = 6,29...7,13; Ог = 36,84...42,44; Nr = 0,25...1,41; Sr = 0,18...0,34; СГ = = 0,24...1,36.
Важнейшими характеристиками ТБО как топлива являются предельные значения влажности, зольности и горючих составляющих. В различных странах мира и даже в различные времена года влажность может колебаться от 20 (25) % до 50 (60) % по массе, зольность - от 10 (15) % до 25 (30) %. Как следствие, теплота сгорания несортированных ТБО существенно колеблется в течение года. Это является одним из основных отличий несортированных ТБО от ископаемого природного топлива. Еще одним существенным отличием ТБО от ископаемого природного топлива является наличие хлора в элементном составе ТБО (благодаря все увеличивающемуся содержанию различных пластмасс в отходах). Это обстоятельство необходимо учитывать при проектировании систем газоочистки мусороперерабатывающих заводов.
Перспективность использования ТБО в качестве топлива подтверждается мировой практикой. Например, в Японии уже к началу 90-х годов энергетическое использование ТБО достигло 23,5 %, в Германии - 27 %, от их годового количества, а доля использования энергии ТБО от общего потребления этих стран составила соответственно 0,28 и 0,43 %.
Методы термической переработки ТБО. Для обезвреживания твердых бытовых отходов (ТБО) в нашей стране до последнего времени применяли складирование их на полигонах и переработку в компост. Термические методы переработки ТБО разрабатывались в течение нескольких десятков лет, однако до сих пор не нашли широкого применения. В зарубежной промышленной практике в настоящее время наиболее распространены два метода термической переработки ТБО, осуществляемые при температуре менее 1300 С. Методы основаны на принудительном перемешивании и перемещении материала [50]:
Из новых разработок слоевых аппаратов наиболее перспективен процесс паро-воздупшой газификации в плотном слое кускового материала с жидким шлакоудалением. Одним из возможных вариантов осуществления процесса является применение электродугового плазмотрона для нагрева воздуха, что позволяет обеспечить необходимую энергию для плавления неорганической части сырья и поддерживать необходимый температурный уровень процесса при незначительных расходах окислителя.
Преимущества новой технологии весьма существенны: простота оборудования для реализации технологии. Пиролиз и газификация отходов осуществляются в одном аппарате, причем не требуется устройств для перемешивания и перемещения материала; высокий тепловой КПД реактора газификации; экологические преимущества за счет малого золоуноса, так как газы по пути движения проходят своеобразный фильтр (процесс проводится в плотном слое кускового материала при относительно малых линейных скоростях потока); низкая температура газа на выходе из реактора и как следствие отсутствие в нем летучих металлов; очень низкая вероятность образования ди-бензодиоксинов и дибензофуранов в восстановительной среде, восстановительная атмосфера предотвращает образование оксидов азота; возможность реализации упрощенной газоочистки по сравнению с традиционным слоевым сжиганием; объем газа в 4-5 раз меньше объема отходящих газов при традиционном слоевом сжигании; жидкое шлакоудаление позволяет получать в остеклованной форме экологически безвредный шлак, пригодный для изготовления стройматериалов (в остеклованной форме токсичные вещества находятся в изолированном состоянии и не вымываются из шлака после его измельчения); наличие плазмотрона позволяет поддерживать жидкое шлакоудаление в присутствии практически любых органических включений, что немаловажно при переработке несортированных ТБО.
Результаты расчетов процесса плазменной газификации в шахтном реакторе
Для анализа кинетики физико-химических процессов в аппаратах с дисперсной твердой фазой, продуваемой реагирующими с засыпкой и транспортируюпщми тепло тазами, необходимо знание газораспределения в слоях дисперсного материала [3, 17, 35, 40, 56]. Экспериментальные методы определения локальных скоростей газа в зернистых слоях недостаточно надежны и весьма трудоемки. Они, как правило, не дают полного представления о гидродинамике в подобных аппаратах, не позволяют оптимизировать геометрию этих аппаратов, надежно прогнозировать их энергетические показатели.
Наиболее простые задачи о фильтрационном растекании газа в слое в режиме фонтанирования (система струй, пробивающих зернистый слой) для плоского и осесимметричного случаев были решены в работах [10, 36, 51] и нашли многочисленные применения при проектировании химических реакторов с дисперсной засыпкой.
В целом ряде практически значимых случаев ввод газа в такие реакторы осуществляется не в направлении его основного течения в аппарате (рис. 3.1), а через боковое окно, смещенное относительно основания аппарата на конечное расстояние (рис. 3.2).
Реально газ подводится трубопроводами в горизонтальный коллектор, обеспечивающий выравнивание давления вдоль всей поверхности окна ввода, что оправдывает изобарические условия на соответствующем окне. Ширина S& должна быть достаточно большой, чтобы обеспечить пренебрежимо малое гидравлическое сопротивление данного коллектора (см. ниже аналогичную оценку параметра в для идеальной дренажной щели). Наличие такого горизонтального коллектора, выравнивающего фильтрационное течение по ширине реактора, способствует сокращению протяженности зоны гидродинамической стабилизации и, соответственно, со кращению гидравлических потерь на начальном (нижнем) участке реактора. Еще в [36] было обнаружено, что в плоской фильтрационной струе установление равномерного профиля происходит на более коротком начальном участке, чем в осесимметричной [10].
Дисперсный материал может лежать как непосредственно на непроницаемом основании (рис. 3.2, а), так и на сетке (рис. 3.2, б), отделяющей его от основания дренажной щелью, которая в некоторых случаях необходима для реализации соответствующего технологического процесса, а в других - полезна тем, что эффективно способствует гидродинамической стабилизации фильтрационного течения газа на более коротком начальном участке реактора, заметно снижает потери напора, связанные с боковым вводом газа в аппарат.
Знание протяженности начального участка способствует рациональному проектированию аппарата, в котором активное взаимодействие газа с засыпкой реализуется в зоне гидродинамически стабилизированного практически однородного по поперечному сечению аппарата течению газа в вертикальном направлении. Предельное сокращение указанной протяженности при заданной, например, высоте окна ввода газа над основанием аппарата требуется, в частности, и для минимизации высоты проектируемого реактора.
Дренажная щель (пространство между сеткой и основанием аппарата) может быть заполнена "сильнопроницаемым" дисперсным материалом или представлять собой пустое пространство между сеткой и основанием. Таким образом, анализ влияния дренажной щели на газораспределение в аппарате сводится к решению краевой задачи о фильтрационных течениях газа в неоднородном пористом массиве.
Решению задач этого класса посвящены работы [16, 18, 24, 26, 28, 30,71,93,115]. При решении указанных выше задач существенно использовалась симметрия фильтрационных течений относительно оси или окружности. В задачах о трещине гидроразрыва в нефтеносном пласте, ориентированной произвольным образом по отношению к точечным стокам, моделирующим скважины, аналитическое решение получено в предположении о "идеальности" трещины, т.е. о постоянстве вдоль нее давления (пренебрежимо малое гидравлическое сопротивление трещины), а также с некоторой идеализацией граничных условий для рассматриваемого фрагмента пласта.
Особенностями рассматриваемой ниже задачи газораспределения [42] являются боковой ввод газа через окно конечной высоты, его разворот на угол а = яг/2 в пределах относительно короткого начального участка реактора и наличие дренажной щели, обладающей в общем случае конечным гидравлическим сопротивлением, которая существенно влияет как на протяженность зоны гидродинамической стабилизации фильтрационного течения, так и на эффективное гидравлическое сопротивление аппарата.
Кроме того, для общности будем учитывать сжимаемость фильтрующегося сквозь шихту газа. Это позволит использовать соответствующие результаты для расчета более широкого класса химических аппаратов. Точнее будем считать фильтрующийся газ баротропным, т.е. предполагать, что все его физические характеристики являются функциями давления.
Ввиду того, что нас главным образом интересует фильтрационное течение в пределах зоны гидродинамической стабилизации, т.е. в нижней части шахтного реактора, куда попадает обрабатываемый материал, который, как отмечалось в главе 1, уже успел приобрести относительно тонкую дисперсную структуру или имеет такую структуру изначально (на входе в реактор), можно ограничиться анализом ламинарной фильтрации, характеризуемой числами Рейнольдса, построенными по среднему значению линейного размера дисперсных частиц, R 40 - 60.
Гидродинамическая стабилизация фильтрационных течений при больших сопротивлениях дренажной щели. Асимптотика малых чисел
Последние члены в последних дифференциальных уравнениях (4.9) и (4.10) характеризуют охлаждение газа, обусловленное его смешением с летучими, выходящими из материала при пиролизе. Свойства летучих на различных этапах процесса пиролиза в настоящее время мало изучены. Поэтому неизвестную удельную теплоемкость летучих с" при решении соответствующих задач будем приближенно считать равной удельной теплоемкости газа с2. Пренебрегать последним эффектом в рассматриваемом процессе не следует, так как, с одной стороны, здесь весьма велика разность температур между газом и материалом, а с другой - масса летучих выходящих в зоне пиролиза, соизмерима с расходом газа. Вычислительные эксперименты, результаты которых будут приведены в разд. 4.4, показали, что этот эффект приводит к резкому охлаждению газа в верхней части зоны пиролиза (приблизительно на 200 С в случае бумаги).
Объемный коэффициент теплопередачи от газа к материалу на каждом шаге интегрирования оценивается соотношением [63] І"1 Здесь v2 - скорость газа в свободном сечении при нормальных условиях (м/с), М - коэффициент, зависящий в основном от равномерности распределения газов по поперечному сечению слоя и содержания мелочи в шихте (для некалиброванной шихты принимается равным 0,3).
Нижней границей зоны пиролиза при квазиравновесном протекании процесса является сечение у -уг, в котором Ті = тах(Гіг), ТЦ — температура, соответствующая завершению процесса выхода летучих из / - го компонента обрабатываемого материала. В общем случае в качестве нижней границы зоны пиролиза следует принять сечение у, в котором происходит завершение процесса выхода летучих из того компонента обрабатываемого материала, скорость пиролиза которого наименьшая.
Настоящий раздел посвящен совместному анализу трех верхних зон реактора, точнее решению соответствующей сопряженной задачи. Заданными в общем случае являются температура материала на входе в реактор (Ті = Тю три у = 0), и его теплофизические характеристики в этом сечении, производительность реактора, характеризуемая массовым расходом материала через верхнее сечение Gi(0) = Gio, изменение теплофизических свойств материала в зоне пиролиза в зависимости от характеризующего фазу этого процесса безразмерного параметра выхода летучих / и влажность w материала на входе в реактор. Кроме того, предполагается известной температура, до которой шихта после выхода летучих должна быть прогрета, прежде чем она попадет в зону газификации. Заданными должны быть и параметры, характеризующие дутье, т.е. расход, состав и температура газа, содержание в нем водяных паров.
В зависимости от цели расчетного анализа проблема сводится к решению одной из следующих задач: 1. При анализе возможных режимов в трех верхних зонах определенного реактора, когда общая высота Н этих зон считается заданной величиной (из конструктивных соображений), расчет сводится к решению сопря женной краевой (двухточечной) задачи, в которой наряду с морфологи ческим составом, влажностью w и расходом обрабатываемого материа ла (Gizo), а также аналогичных характеристик газа должны быть заданы две температуры шихты: ее начальная температура Tw (в верхнем гори зонте, т.е. при у - 0) и в нижнем сечении зоны прогрева, (у = Н), где она принимается равной температуре Ти, при которой происходит восста новление. Ни в верхнем (у = 0), ни в нижнем (у = Н) сечениях рассмат риваемого участка реактора температура газа здесь не задается. Она на ходится в ходе решения соответствующей краевой задачи. При обра ботке я-компонентной смеси соответствующие условия запишутся в виде (обозначения см. на рис. 4.1): Ф)=Т10, Тг(н)=Тп, Glf(0)=Gu0, п(0)=0, G2(0)=G22 (г =1,2,..., «J
При выполнении параметрического анализа по определению влияния общей высоты Н трех верхних зон на энергетические показатели реак 155 тора проблема сводится к решению задачи Копій. Заданными следует считать температуры Гю и Т22, расход, морфологический состав (GUQ) и влажность w вводимого в реактор материала, а также расход G22 состав и влажность покидающего реактор газа. Состав и влажность газа в верхнем сечении реактора задаются с учетом полного удаления влаги и выхода летучих из обрабатываемого материала. Интегрирование системы дифференциальных уравнений прекращается, когда температура материала Ті достигает значения Т\2, соответствующего верхней границе зоны газификации. Соответствующее значение координаты у здесь принимается в качестве общей высоты Н трех верхних зон. При обработке я-компонентной смеси соответствующие условия запишутся в виде (обозначения см. на рис. 4.1): Ф) = Т10, Т2(0)=Т22, Gu(0)=Gli0, гМ=0, G2(0)=G22 V =1, 2,..., п)
Расчет проводится в следующей последовательности. Задается средний элементный или морфологический состав сырья и параметры паровоздушного дутья — к и а. По методике, описанной во 2-ой главе, рассчитывается необходимое количество воздуха и водяного пара, а также полный материальный баланс реактора. Точнее, находятся расход газа G2Q на входе в зону пиролиза, равный расходу в конце зоны прогрева или на выходе из зоны газификации (при у = Н) и расход газа G22 на выходе из реактора (при у - 0), а также расход материала G\2 после зоны пиролиза, равный расходу материала в конце зоны прогрева (при у = Н).
Сопряженные задачи сушки, пиролиза и прогрева материала
Результаты соответствующих вычислений для смеси бытовых отходов, с влажностью w = 28 %, 35,2 % и 42,4 % и параметрах паровоздушного дутья: а = 1,5, к = 1 и к = 0,5 представлены на рис. 4.25 — 4.27 (напряженность поперечного сечения реактора В = 1000 кг/м2ч). На рис. 4.29 — 4.31 представлены аналогичные результаты, полученные для напряженно-сти поперечного сечения реактора В = 600 кг/м ч.
На всех указанных выше рисунках за исключением двух вариантов, соответствующих влажности смеси w = 42,4 % и коэффициенту избытка воздуха в дутье к = 0,5 при В = 600 кг/м чиВ = 1000 кг/м ч кривые Т2о (В) имеют горизонтальную асимптоту Т2о = 800 С, к которой они стремятся при неограниченном увеличении суммарной высоты Н трех верхних зон. Такое их поведение легко объяснимо, тем, что увеличение времени контакта материала и газа дутья ведет к естественному сближению их температур. Наглядной иллюстрацией этому является рис. 4.33, где показаны распределения по высоте трех верхних зон шахты, имеющих суммарную высоту Н = 9 м, температур материала и газа. Сравнение их с аналогичными кривыми, построенными для умеренных значений высоты Н, показывает, что снижение температуры газа, поступающего из зоны восстановления, сопровождается существенным "вытягиванием" нижней части рассматриваемых зон. Угол между сближающимися кривыми стремится к нулю.
В отмеченных выше двух исключительных вариантах горизонтальные асимптоты кривых Т2о(Н) лежат существенно выше 800 С. Здесь при относительно высокой влажности смеси w = 42,4 % и малом коэффициенте избытка воздуха к — 0,5 понижение температуры газа дутья на выходе из зоны восстановления сопровождается существенным "вытягиванием" верхней части рассматриваемых зон, т.е. зоны сушки. Рис. 4.34 показывает, что при указанных параметрах материала и дутья снижение температуры газа, поступающего из зоны восстановления, ведет к сближению температур газа и материала в зоне сушки. Температура газа при неограниченном увеличении общей высоты трех зон Н стремится к температуре поверхности материала в зоне сушки Т « 75 С (но не к температуре материала, поступающего сверху в реактор Т\0 = 25 С!).
Нечто подобное, как известно, наблюдается и в обычных теплооб-менных аппаратах с противотоком. Так, например, расчет прогрева шихты в верхней части доменной печи по формуле Китаєва Б.И. [31] показывает, что асимптотическое сближение температур газа и шихты в верхней или нижней частях при неограниченном увеличении высоты зависит от величины отношения водяных чисел материала и газа. Если это отношение меньше единицы, то температура материала в нижней части шахты с увеличением высоты стремится к температуре вводимого снизу газа. В противном случае температура выходящего сверху газа стремится к температуре вводимого (сверху) материала.
В рассматриваемом здесь случае теплообмен между газом и материалом осложнен массообменном между ними, а также фазовыми и химическими превращениями. Следствием этого является, с одной стороны, существенное изменение по высоте шахты водяных чисел материала и газа, а с другой - превалирующее влияние тепловых эффектов, обусловленных физическими и химическими превращениями. Именно тепловыми эффектами испарения влаги можно объяснить отмеченную выше особенность асимптотики функции Гго(Я) в двух рассмотренных вариантах, соответствующих высокой влажности смеси ТБО (w = 42,4 %) и относительно низкому значению коэффициента избытка воздуха (к = 0,5). Дефицит тепла в зоне сушки приводит к тому, что температура газа здесь снижается практически до уровня, незначительно превышающего температуру поверхности влажного материала. Следствием весьма малого температурного напора в верхней зоне реактора является аномально большая высота зоны сушки. Как видно из рис. 4.34, она в несколько раз больше характерных значений этой высоты при умеренной влажности смеси ТБО (см. рис. 4.11, 4.17). Разность АТ2о(Н) = Т2о(Н) - Т20(со) естественно назвать перегревом газа, обусловленным неполным использованием его термического потенциала, из-за недостаточной продолжительности контакта газа с материалом. Здесь Тэд (со)- асимптотическое значение температуры Т20 на выходе из зоны восстановления при Н - со. Умножив величину перегрева АГ20 на водяное число газа, поступающего из зоны восстановления, можно оценить энергозатраты AQ, компенсирующие неполное использование термического потенциала газа, обусловленное конечным значением высоты Н. В табл. 4.4. показана зависимость перегрева АТ20 и энергозатрат AQ от суммарной высоты Н рассматриваемых зон, влажности материала и параметров паравоздушного дутья (к и а) при напряженности поперечного сечения В = 600 и 1000 кг/(м -ч). Если в качестве масштаба температуры выбрать разность Т2о(Н) - 7\о, где Г10 - температура загружаемого материала, то относительный перегрев 3 Т2о(Н) и коэффициент термической эффективности г/(н) можно определить выражениями:
При проектировании реактора его высота может быть в некоторых случаях ограничена заданными габаритами. Если же эти ограничения в ТЗ не указаны, то, очевидно, при выборе высоты верхних зон реактора и, соответственно, температуры T2Q газа на выходе из зоны восстановления следует руководствоваться экономическими соображениями, т.е. принимать во внимание эксплуатационные расходы и капитальные вложения при строительстве реактора. Для выполнения подобных оценок целесообразно применить термический коэффициент J] использования дутья в рассматриваемых здесь зонах реактора.
Как уже отмечалось выше, в зависимости от параметров материала и дутья значение Г20(оо) может равняться температуре материала Тп, поступающего в зону восстановленья (в нашем случае Ти = 800 С), или быть существенно выше этой температуры. На рис. 4.28 и 4.32 показана зависимость термического коэффициента использования дутья от суммарной высоты Н зон сушки, пиролиза и прогрева при напряженностях сечения реак-тора В = 1000 кг/м ч и 600 кг/м ч. Здесь температуры окружающей среды и загружаемого в реактор материала приняты равными 25 С. Видно, что при влажности ТБО w = 28 %, 35,2 % и 42,4 %, параметре дутья к = 0,5 и В = 600 (1000) кг/м2ч коэффициент т] 0,95, если Н 5,4 (7,3); 5,3 (6,8); 4,5 (6,3) м, соответственно. В случае принятия к = 1 коэффициент rj 0,95, если Я 4,5 (6,6); 4,4 (5,9); 4,2 (5,4) м, соответственно.
Как видно из рис. 4.25 - 4.32 увеличение расхода газа, соответствующее изменению параметров паровоздушного дутья (в данном случае увеличение параметра к от 0,5 до 1) приводит к заметному уменьшению высоты и к существенному увеличению температуры газа на выходе из реактора.